海洋環(huán)境下浮動核電站堆內燃料組件結構安全分析

梁雙令，吳婉燁

(武漢第二船舶設計研究所，湖北 武漢 430064)

燃料組件作為反應堆內的核心部件[1]，其結構安全至關重要。與陸上核電站相比，海洋環(huán)境下的船體隨機運動響應對浮動核電站堆內燃料組件的結構安全十分不利，尤其是當需要在海上進行換料作業(yè)時。目前，我國尚未有浮動核電站投入實際運行，因此針對海洋環(huán)境下浮動核電站堆內燃料組件的結構安全分析，仍需借鑒陸上核電站在該方面的研究成果。

許多學者針對陸上核電站堆內燃料組件的結構力學性能進行了研究。陳杰等[2]采用計算流體力學方法，系統(tǒng)研究了燃料組件格架幾何建模和網格劃分對其攪混性能的影響。杜修力等[3]基于試驗測定的燃料組件非線性動力特性，提出了考慮摩擦、滑移和碰撞因素的燃料組件地震反應分析方法。謝永誠等[4]在多年響應分析和試驗研究的基礎上，對燃料組件在地震和失水工況下的結構動力響應進行了詳細而又系統(tǒng)的分析與評定。王萬惠等[5]采用流固耦合問題中的附加質量計算方法，研究了浸沒在液態(tài)鈉中的快堆燃料組件在地震作用下發(fā)生振動時的結構損壞或變形。魯劍超等[6]采用計算流體力學方法，針對繞肋結構和組件圍筒結構進行多方案論證，分析結果表明，對燃料組件圍筒設置塞條結構，可大幅減小組件截面溫差，進一步對組件圍筒采用倒圓角結構，可使組件截面溫差滿足設計要求。

海洋核動力平臺作為我國首座浮動核電站示范工程，需確保在海洋環(huán)境下平臺堆內燃料組件的結構安全，同時為縮短換料周期和保持能源持續(xù)供給，需對平臺實施海上換料作業(yè)的可行性進行論證。因此，首先對在換料工況下的平臺進行水動力學分析，確定船體重心的六自由度運動，然后對在堆內作業(yè)和海上換料兩種狀態(tài)下燃料組件的結構載荷進行計算，從而實現(xiàn)對燃料組件的結構安全分析。

1 船體水動力學分析

平臺由軟剛臂單點系泊系統(tǒng)長期定位于渤海海域，綜合考慮海洋環(huán)境條件對船體的激勵載荷，以及由軟剛臂配重提供的系泊回復力，其時域運動方程[7]為：

Cx(t)=Fw(t)+Fwd(t)+Fc(t)+Fm(t)

(1)

經初步論證，平臺在不超過四級海況的環(huán)境條件下可進行海上換料作業(yè)，對應有義波高2.5 m、譜峰周期8.8 s、峰值增長因子1.0、表面流速0.58 m/s和定常風速17.1 m/s。因此，以四級海況作為海上換料工況用于平臺的水動力學分析，同時根據平臺作業(yè)海域環(huán)境監(jiān)測結果，選取6種常見風、浪、流方向組合作為分析工況(表1)。

表1 風、浪、流方向組合Table 1 Direction combinations of wind,wave and current

采用水動力學軟件AQWA對平臺進行頻域和時域運動響應分析，船體網格劃分如圖1所示，共計23 339個節(jié)點，7 658個單元。軟剛臂單點系泊系統(tǒng)模型如圖2所示，采用tube單元，系泊腿兩端節(jié)點與系泊支架、軟剛臂之間僅能自由轉動，軟剛臂末端與塔架相連且可自由轉動[8]。

首先采用LINE模塊對裸船體進行頻域分析，得到船體重心運動幅值響應、附加質量和輻射阻尼等固有屬性，然后在頻域結果基礎上，采用DRIFT模塊對平臺整體進行時域分析，得到在不同工況下船體重心的六自由度運動響應時歷曲線，限于篇幅，只列出工況3結果，如圖3所示。

圖1 船體網格模型Fig.1 Hull mesh model

圖2 軟剛臂單點系泊系統(tǒng)模型Fig.2 Soft yoke mooring system model

圖3 工況3對應重心運動時歷曲線Fig.3 Motion time serial curve of center of gravity in case 3

2 燃料組件模型力學等效

圖4 燃料組件模型Fig.4 Fuel assembly model

燃料組件實際模型由3部分組成：頂端結構、中間結構和底端結構，如圖4所示?？紤]到燃料組件內部構成十分復雜，為便于建模和計算，分別對3部分結構進行結構力學等效。

頂端結構最大外徑為74 mm，總長度為140 mm，總質量為1.27 kg，如圖5a所示，其中上接頭和上套筒采用相同材質304L不銹鋼。根據質量分布等效和剛度等效的簡化原則，保持頂端結構總質量不變，以及上接頭和上套筒的尺寸不變，通過增大上接頭和上套筒的材質密度，將凸肩、定位壓緊彈簧和控制棒導向管的質量進行等效，等效后的模型如圖5b所示，密度為8 737 kg/m3，楊氏模量為2×1011Pa。

a——實際模型；b——等效模型圖5 頂端結構模型Fig.5 Top structure model

中間結構外徑為73.6 mm，總長度為1 546 mm，總質量為22.97 kg，如圖6所示。

圖6 中間結構模型Fig.6 Middle structure model

中間結構的橫截面如圖7所示，最外層為元件盒，最內層為控制棒導向管，燃料棒在兩者中間均勻布置。元件盒、燃料棒的包殼管、控制棒導向管的材質均為Zr-4，橫截面如圖8所示，關于各自中心軸的截面慣性矩由式(2)計算得到。

圖7 中間結構橫截面示意圖Fig.7 Cross section schematic of middle structure

圖8 燃料棒橫截面示意圖Fig.8 Cross section schematic of fuel rod

(2)

式中，DZr-4和dZr-4分別為元件盒、燃料棒的包殼管、控制棒導向管的外徑和內徑。根據質量分布等效和剛度等效的簡化原則，保持中間結構總質量、橫截面慣性矩和外徑不變，增大元件盒的壁厚和密度用于等效其他部件的重量和橫截面慣性矩，等效后的模型為外徑73.6 mm、內徑66.1 mm的圓筒結構，密度為18 055 kg/m3，楊氏模量為9×1010Pa。

底端結構總長度為182 mm，總質量為1.16 kg，如圖9a所示。根據質量分布等效和剛度等效的簡化原則，保持底端結構總質量和下接頭尺寸不變，增大下接頭的密度用于等效定位鉤部件的質量，等效后的模型如圖9b所示，密度為11 690 kg/m3，楊氏模量為2×1011Pa。

3 燃料組件結構力學分析

3.1 堆內作業(yè)

在堆內作業(yè)時，燃料組件整齊布置在上、下堆芯柵格板之間，跟隨平臺一起運動，如圖10所示。其中頂端結構的上套筒與上堆芯柵格板、底端結構的下接頭與下堆芯柵格板之間相互接觸。

a——實際模型；b——等效模型圖9 底端結構模型Fig.9 Bottom structure model

圖10 堆內燃料組件布置Fig.10 Arrangement of fuel assembly in reactor

1) 船體靜止

采用結構靜力學模塊對在船體靜止狀態(tài)下的堆內燃料組件進行線性靜力學分析。上套筒與上堆芯柵格板之間和下接頭與下堆芯柵格板之間均為非線性實體表面接觸，因此將接觸類型設為非對稱摩擦接觸，上套筒和下接頭外表面設為接觸面，上、下堆芯柵格板孔徑表面設為目標面[9]。依據《機械設計手冊》，金屬摩擦系數(shù)取0.1，并采用增廣拉格朗日公式進行求解[10-12]。

結構載荷計算結果列于表2，由于需承受頂端結構和中間結構的重量，因此等效Mises應力和等效彈性應變按照大小依次為底端結構、中間結構和頂端結構。

表2 堆內作業(yè)時船體靜止狀態(tài)下燃料組件結構載荷結果Table 2 Structural load result of fuel assembly working in reactor in ship static state

2) 船體運動

采用瞬態(tài)動力學模塊，對在船體運動狀態(tài)下的堆內燃料組件進行瞬態(tài)動力學分析[13-15]。遠程位移可將船體重心的運動傳遞到反應堆，從而模擬海洋環(huán)境下平臺搭載反應堆的強迫運動。由于平臺采用雙堆對稱布置，相對于船體重心，反應堆中心的位置為(-3.46 m，±5.60 m，-5.45 m)。結構載荷計算結果列于表3。

對比表2、3可知，與船體靜止狀態(tài)相比，在船體運動狀態(tài)下堆內作業(yè)時，燃料組件的頂端結構、中間結構和底端結構的等效Mises應力和等效彈性應變最大值都明顯增大。由于頂端結構的上套筒與上堆芯柵格板之間相互接觸，船體運動對其結構載荷的影響最大，與船體靜止狀態(tài)相比分別增大25～32倍和19～23倍，而對底端結構影響最小。

3.2 海上換料

換料作業(yè)包含卸料和裝料兩個流程，二者操作相反，分別對應燃料裝卸機對堆內燃料組件的上提和下放，速度均為500 mm/min。為防止燃料組件與堆芯柵格板之間發(fā)生剛性接觸，從而避免因為燃料組件的載荷過大而發(fā)生塑性變形或損壞，因此在燃料裝卸機的吊裝系統(tǒng)下方安裝十字聯(lián)軸器組件結構[16]。十字聯(lián)軸器能自由轉動，用于減小燃料組件與堆芯柵格板之間的作用力，從而提高燃料組件的結構安全。十字聯(lián)軸器組件結構包括萬向聯(lián)軸器和套筒兩部分，如圖11所示。

表3 堆內作業(yè)時船體運動狀態(tài)下燃料組件結構載荷結果Table 3 Structural load result of fuel assembly working in reactor in ship moving state

圖11 十字聯(lián)軸器組件結構Fig.11 Cross shaft universal joint

1) 船體靜止

以燃料組件最下端與上堆芯柵格板上端相平為臨界，燃料組件裝卸過程持續(xù)時間為211.92 s。在結構靜力學模塊中，設置反應堆固定，并在燃料組件上接頭處施加垂直向上或向下的定常速度，以及針對燃料組件整體施加自身重力載荷作為邊界條件，從而模擬燃料組件的整個裝卸過程。

結構載荷計算結果列于表4。由于在裝卸過程中需承受下部結構的重量，因此等效Mises應力和等效彈性應變最大值按照大小依次為頂端結構、中間結構和底端結構。

表4 海上換料時船體靜止狀態(tài)下燃料組件結構載荷結果Table 4 Structural load result of fuel assembly refueling at sea in ship static state

2) 船體運動

在瞬態(tài)動力學模塊中，需創(chuàng)建兩個坐標系：一是總體坐標系，坐標原點位于船體重心，用于模擬船體的六自由度運動，并傳遞給反應堆；二是局部坐標系，坐標原點位于反應堆中心，用于模擬燃料組件相對于反應堆的垂向運動。結構載荷計算結果列于表5。

表5 海上換料時船體運動狀態(tài)下燃料組件結構載荷結果Table 5 Structural load result of fuel assembly refueling at sea in ship moving state

對比表4、5可知，與船體靜止狀態(tài)相比，在船體運動狀態(tài)下實施海上換料作業(yè)時，燃料組件的頂端結構、中間結構和底端結構的等效Mises應力和等效彈性應變最大值都明顯增大3.7～5.1倍。由于頂端結構需承受中間結構和底端結構自身重力載荷以及由于隨船體運動產生的慣性載荷，因此結構載荷最大值在三者中最大。

4 結論

本文以海洋核動力平臺為例，分析了在船體運動狀態(tài)下，浮動核電站堆內燃料組件在堆內作業(yè)和海上換料兩種狀態(tài)下的結構載荷。通過計算可得出結論：在兩種狀態(tài)下，海洋環(huán)境下的船體隨機運動響應對燃料組件的結構載荷影響都很大；堆內作業(yè)和海上換料分別對應底端結構和頂端結構的結構載荷最大。